ANALISIS KESELAMATAN THERMOHIDRAULIKA REAKTOR DAVA TIPE JP-600 PADA KONDISI TUNAK DAN TIDAK TUNAK LAJU ALiR

Analisis Keselamatan
SIJd8/mO11O

Thermohidraulika

Reaklor Days

ANALISIS KESELAMATAN THERMOHIDRAULIKA REAKTOR DAVA TIPE
JP-600 PADA KONDISI TUNAK DAN TIDAK TUNAK LAJU ALiR
Sudarmono
Pusat Reaktor Serbs Guns -BAT AN

ABSTRAK

ANALISIS KESELAMATAN
THERMOHIDRAULIKA REAKTOR DAYA TIPE JP-600 PADA KONDISI
TUNAK DAN TIDAK TUNAK lAJU ALlR.Telah dilakukan analisis akhir pendidihan inti yang merupakan
salah satu batasan disain JP~OO ( JAERI Passive Safety Reactor ). Terjadinya akhir pendidihan inti (DNB)
pada kegagalan pompa pending in utama merupakan salah satu faktor yang harus dihindari, karena dapat
menimbulkan pelelehan di dalam kelongsong bahan bakar baik pada kondisi tunak maupun kondisi tidak
tunak laju alir, akibat laju alir menurun dengan sangat cepat karena rendahnya inersia "Canned motor

pump". Analisis DNB dilakukan pad a 1/8 bagian teras yang dibagi dalam 83 kanal dan 40 aksial node pad a
kondisi tunak dan tidak tunak, dengan menggunakan Program COBRA IV-I yang dikopel dengan korelasi
EPRI-Columbia. Laju alir dan daya transien pada kegagalan pompa ditentukan dari perhitungan RETRAN02. Hasil minimum DNBR (MDNBR) mencapai harga sebesar 3,27 pada kondisi tunak Hasil MDNBR
pada kondisi tidak tunak sebesar 1,83 yang terjadi di "typical cell" setelah 3,7 detik dari awal kegagalan
pompa pendingin utama

ABSTRACT

THEMAL-HYDRAULIC
SAFETTY ANALYSIS OF JP~OO TYPE IN THE STEADY STATE AND
TRANSIENT FLOW CONDITION. The departure from nucleate boiling (DNB) under pump trip accident is
one of the limiting design constraint of JP-600" JAERI Passive Safety Reactor" because the flow reduce
very rapidly due to low inertia of canned motor pump used in the primary coolant loop. In the present
analysis, steady-state and transient DNB analysis for JP-600 Yiere performed with COBRA IV-I Code The
whole core was represented by the 1/8 sector which was divided into 83 subchannels and 40 axial nodes
As the DNB correlation, EPRI-Columbia correlation was selected for base case. The minimum DNBR
results was 3.27 in the steady state condition. The MDNBR under transient condition was 1.83 which is
observed at 3.7 seconds in the typical cell
pumps" digunakan untuk mensirkulasi

utama sehingga sistem "seal" dalam pompa pad a

PENDAHULUAN
Suatu

konsep

sistem

keselamatan

reaktor JP-600 (JAERI Passive
telah

dikembangkan

Research

Institute"

mengurangi

safety Reactor)

di "Japan Atomic
yang

pas if

bertujuan

Energy

disamping

kesalahan manusia dalam tindakan

pengoperasian
pemeliharaan

teras,

mengurangi

juga untuk memanfaatkan

secara optimal,

pendingin

biaya
operasi

yaitu pembangkitan energi yang

dikelola dengan aman

dan efisien sesuai dengan

reaktor

daya

konvensional

dihilangkan

maka

sistem kendali volume, kimiawi dan kemungkinan
te~adinya kebocoran lebih keciV lebih sederhana
Sebaliknya

bila pompa pendingin

utama

gagal

mengakibatkan laju alir akan turun dengan cepat

Hal ini disebabkan
motor

pump"

pompa

reaktor

demikian

pada

pada

konvensional.

kegagalan

pompa

pendingin

Sebagai pengganti sistem pendingin darurat, JP-

DNBR

600

didefinisikan

terdiri

menggunakan

sistem

dari dua akumulator,

keselamatan

reaktor.

pasif. Sistem

pasif

dua sistem injeksi

hal

Dengan
sangat

menunjang

merupakan

inersia

potensial dan penting untuk ditentukan

dalam

DNBR

daya

dibanding

yang

kriteria

utama,

oleh inersia pad a "Canned-

rendah

sebagai perbandingan

antara hasil

korelasi fluks panas kritis dan fluks panas lokal

secara grafltasi dan dua CMT (Core make up

pada

tank).

DNBR dikatakan aman apabila lebih besar dari

Dalam

disain JP-600 "Canned -motor

TKRD -12
Hal 12-1 dari 12-9

permukaan

batang

bahan

bakar

Harga

Prosiding Seminar ke-3 Teknologi den Keselamatan
PPTKR -PRSO, Serpong, 5 -6 September 1995

PL TN serta Fasilitas Nuklir

batas kriteria DNBR yang di ijinkan yang diberikan

yang menggurlakan Roda Gila besar, dan momen

dengan 95% tingkat kepercayaan yaitu DNB pada

inersia rendah.

bahan bakar tidak terjadi selama pengoperasian

Gambar

teras.

DNBR pada kanal terpanas dalam kondisi

tekan dan konfigurasi teras JP-600.

tunak

telah

program

dilakukan

dengan

COBRA-lV-I

yang

1 dan 2

menunjukan

gambar

bejana

menggunakan
dikopel

dengan

korelasi fluks panas kritis. Sensitivitas terhadap
parameters

seperti

korelasi

koefisien campuran,

fluks

panas kritis,

laju alir dan daya juga telah

dilakukan. Analisis DNB dalam kasus kegagalan
pompa pendingin utama juga telah dilakukan untuk
mengevaluasi batas keselamatan disain JP-600.

DESKRIPSI

SISTEM

PENDINGIN

DAN TERAS

JP-600
a) Bejana tekan dan Konfigurasi teras JP600,

seperti di tunjukan

pada Gambar

1 dan

Gambar 2. Demikian juga sistem pendingin secara
pas if dan sistem pendingin utama di dalam JP-600
seperti ditunjukan pada Gambar 3 dan Gambar 4.
Di dalam sistem pembangkitan uap nuklir, NSSS '
The

nuclear

steam

pembangkitan

supply

panas

system'

teras

dan

proses

perpindahan

panasnya berjalan secara bebas. Sistem mekanik
motor

batang

berfungsi

kendali

untuk

Demikian

dalam

menetralisir

pula rendahnya

berfungsi

untuk

bejana

dapat

larutan

kimiawi.

kerapatan daya teras

mengurangi

efek

Doppler.

Sedangkan sistem pemipaan lurus .Once-through'
pada pembangkit

uap nuklir akan memperkecil

suhu

Di

keluaran.

dalam

JP-600

sistem

keselamatan teknik pasif ttidak memerlukan sistem
bantu

tapi

keselamatan

digunakan

suatu

komponen

klas no.1 dan tidak menggunakan

pembangkit diesel darurat.
Di JP-600 , canned-motor pumps digunakan
adalah sarna dengan
karena

pada

menggunakan

spesifikasi

.seal"

sistem

dibanding

pada

dan

sistem

tidak

gambar 3 dan gambar 4.

faktor

kendali

volume,

kimiawi dan sistem bantu pasokan pendingin lebih
sederhana

pasif

pumps

keselamatan akan lebih tinggi, sebab kemungkinan

itu

secara

sehingga

terjadinya "LOGA" dapat di hindari.
Disamping

pendingin

pendingin utama di dalam JP.fjOO ditunjukan pada

.canned-motor
sistem

Sistem

pada AP-600,

konvensional

PWR

TKRD-12
Hal 12-2 dari 12-9

Analisis

Keselamatan

Thermohidraulika

SudamJOno

Vent ~

~sale

'-'II

waler

lelumlne
==-

Isotalk>n boundary

of p,lmary Iyslem

--~~
CooI"'o
~,

RPV

:t-L.

!/

(In walel)

=~

G'avilY cootant
Inl~cl.on poo4

valve
.
Acllve ncsldu~1 ~~.. ~~~noe'

Co';ial~menl

v8M

Garmar 3. Sistem Pendingin Primer Secara Pasif JP-600

Gambar 4.

Sistem Pendingin U~ama JP~OO

TKRD -12
Hal 12-3 dari 12-9

Reaktor Daya

7.

Prosiding Seminar ke-3 Teknologi dan Keselamatan
PPTKR -PRSG. Serpong. 5 -6 September 1995

PL TN sarla Fasilitas Nuklir

DISKRIPSI PAKET PROGRAM COBRA-IV-I
a

Paket program

program

tiga

COBRA-lV-I

dimensi

pengembangan

adalah

yang

program

Panas spesifik bahan bakar dan kelongsong,
rapat massa bahan bakar dan kelongsong,

paket

konduktivitas

merupakan

COBRA

111-c untuk

perangkat bahan bakar dan teras pada kondisi
dan

digunakan

tunak.

Paket

Untuk

menentukan

Program

COBRA

Columbia,

yang

kesetimbangan

IV-I yang

kesetimbangan
matematis

6.

dua
diatas

dengan

diselesaikan

dan

Menentukan

awal
operasi

korelasi

JP.QOO

fluks

panas

kritis,

dan korelasi

yang diambil dari T. lwamura
Menentukan normalisasi

Persamaan

W-3

dkk (4).

laju alir dan daya

teras.

secara

memperhatikan

kondisi

Korelasi EPRI-Columbia

yang berada pada

fasa.

bakar

meliputi

massa, tenaga dan momentum

campuran

Menentukan

OJ ambil dari kondisi

diturunkan berdasarkan hukum

linier untuk suatu komponen
suatu

5.

DNB

dikopel dengan korelasi fluks panas kritis EPRI -

bahan

antara bahan bakar dan kelongsong.

menghitung distribusi enthalpi dan aliran didalam
transien

panas

kelongsong, koefisien perpindahan panas gap

Normalisasi laju alir dan daya yang digunakan

adanya

batasan yang ada di dalam teras. misal adanya

sebagai data masukan

subkanal, gap. bahan bakar dan sebagainya.

pompa utama di ambil dari hasil perhitungan

b

program RETRAN-O2

Korelasi fluks panas kritis

Korelasi EPRI-Columbia

kondisi kegagalan

dan Korelasi W-3 diambil

8.

dari T.Iwamura. dkk (4). lihat lampiran (1).

Melakukan

sensitivitas

parameter meliputi
Korelasi
fluks

terhadap

panas

berbagai

kritis,

aksial

node,koefisien campuran, laju alir dan daya.

TATA KERJA
Membuat

input data program COBRA-lV-I
HASIL DAN PEMBAHASAN

antara lain:

Hasil analisis ditunjukan pada gambar 5, 6,

Modelisasi.
Memodelkan teras menjadi 83 subkanal dan

7, 8 dan 10.

40 nodal dengan panjang setiap nodal 91.5
mm

denganasumsi

distribusi

daya

aksial

A. DNBR pada kondisi tunak.
Gambar 5

berbentuk cosinus.

2.

DNBR

Menentukan parameter geometri, me!iputi :
Panjang
aliran

kanal

seluruh

pendingin,
kana!

tam pang lintang

pendingin,

perimeter

basah dan perimeter kering setiap kana! serta
lebar gap antara

bahan bakar dan antara

bahan bakar dengan dinding.
3.

Data

koefisien

telah ditentukan
sarna dengan
analisis

campuran

yaitu 0,038 yang besarnya

dari

rektor

Takahama no. 3 dan 4
4

JP-600

Menentukan Konduksi panas, meliputi

dalam
daya

hasil perhitungan

ketinggian

bahan

korelasi fluks panas

bakar

kritis. Hasil

MDNBR dengan korelasi EPRI-Columbia

adalah

3,270 pada ketinggian 1,922 m di "thimble cell".
Hasil MDNBR dengan korelasi W-3 di dapat 2,439
pada ketinggian 1,922 m di "thimble cell"
masih

lebih besar dari

batasan minimum
turbulen

nilai yang digunakan

keselamatan

menggunakan

MDNBR

Koefisien campuran turbulen.

menunjukan

terhadap

konvensional

pada
PWR

Hasil
kritteria

yang di

ijinkan yaitu sebesar 1,3, yang berarti masih di
dalam 95% kebolehjadian
kepercayaan

/31.

pada 95 % ttingkatt

Dengan

demikian

pada

permukaan batang bahan bakar akhir pendidihan
inti tidak

terjadi

kondisi tunak.

TKRD-12
Hal 12-4 dari 12-9

selama

pengoperasian

teras

~
,

Analisis

Keselamatan

Thermohidraullka

Reaktor Days

Sudarmono

Sensitivitas laju alir terhadap harga MDNBR dapat
dilihat pada gambar 7. Dengan penurunan 44%
dari laju alir total nominal hasil MDNBR masih
menunjukan di atas batas kriteria harga MDNBR
yang di ijinkan

5~

w
0

.

EPRI.C(\lum bia

,

..t

i

4:

R

t

r

4t--

VD~e~
:32'
-,,~,.

3t

.\

W-!-2."~

2:-

~-

IOO6_S ~S

v

~

b;___~--_0:

Y

~--~

I.

c

---

10061

2-1661

JO06~

~~~

~

Aublh.k.. b.t.r (mm)
Gambar 5. Hasil MDNBR vs Aksial bahan bakar

B. Sensitivitas

terhadap parameters,

meliputi :

a. Koefisien campuran.
Sensitivitas

Koefisien

OjXJnXJIm2OO)l.m~3.m
campuran

Laju aliI

terhadap

hasil DNBR, di tunjukan pada gambar 6.

( kg 11m2 )

Gambar7. Hasil MDNBRvs Laju alirc. Daya reaktor.
Sensitivitas terhadap daya reaktor, hasilnya
ditunjukan pada gambar 8.Dengan daya lebih 180
%. Hasil MDNBR menurun mencapai harga 1,255

2.St

~

dengan

korelasi

dengan

korelasi

W-3.

160%

dari

dinaikan

EPRI-

Columbia
Apabila
kondisi

dan

1,267

daya

reaktor

operasi

(daya

&.r. EPRI-C"b1DJb1o

nominal), hasil MDNBR masih lebih besar dari 1,3,

"'r.W-J

dengan demikian masih dalam kondisi

tidak ada

pendidihan inti didalam batang bahan bakar.

Hasil

MDNBR

koefisien

cenderung

campuran

turbulen

miningkat
dinaikan

apabila
dari

0,0

hingga 0,1. Hal ini disebabkan koefisien campuran
yang lebih tinggi mengakibatkan

enthalpi pada

kanal terpanas menurun dan laju alir besar.

0

~

--'
100

00

200

Daya ( %

b. Laju alir masuk ke teras.

Gambar 8.

TKRD-12
Hal 12-5dari12-9

Hasil MDNBR vs Daya lebih

Prosiding Seminar ke-3 Teknologi dan Keselamatan
PPTKR -PRSG. Serpong, 5 -6 September 1995

C.

Akhir

pendidihan

inti

pada

PL TN Gena Fasililas

kondisi

kegagalan pompa primer.

Setelah kegagalan pompa pendingin utama,
laju alir teras

Gambar 9 menunjukan normalisasi laju alir
dan daya nominal yang diperoleh dengan program
RETRAN-O2.

Nuklir

Harga normalisasi tersebut dipakai

menurun

dengan

cepat karena

inersia dalam "Canned-motor pumps" rendah dan
daya menurun
kerapatan

daya

dengan

cepat kerena koefisien

teras

tinggi.

Hasil

DNBR

sebagai data masukan program COBRA-lV-I yang

mencapai harga minimum pada ketinggian 2,379

dikopel dengan korelasi fluks panas kritis EPRI-

m di "typical cell" yaitu sebesar 1,83 setelah 3,7

Columbia,

sehingga diperoleh hasil DNBR pada

detik dari pompa pendingin utama gaga I Dengan

kondisi kegagalan pompa pendingin utama, seper1i

demikian menunjukan bahwa akhir pendidihan inti

ditunjukan pada gambar 10.

pada permukaan bahan bakar tidak terjadi selama
berlangsungnya

operasi normal

dan kegagalan

pompa pending in utama.
KESIMPULAN
Hasil MDNBR pada kondisi tunak yaitu 3,27
pada ketinggian

1,922 di "thimble

celr',

Pada

kegagalan pompa pendingin utama hasil MDNBR
yaitu 1,83 yang terjadi setelah 3,7 detik pada
ketinggian

2,379 m di "typical

celr'.

Dengan

demikian analisis DNB pada kondisi tunak dan
kondisi

pompa

pendingin

utama

gagal

pada

reaktor daya tipe JP-600 menunjukan bahwa akhir
pendidihan

inti pada permukaan

bahan

bakar

terpanas tidak terjadi karena disamping koefisien
rapat reaktivitas tinggi dan rapat daya rendah di
teras JP-600 selama dalam pengoperasian teras
Gambar 9.

Hasil norm. dengan RETRAN-O2

JP-600, baik pada kondisi operasi normal maupun
pompa pendingin utama gagal.
UCAPAN TERIMA KASIH
Pada kesempatan

ini kami mengucapkan

terima kasih kepada DR. H.YOSHIDA dan MR.K
OKUMURAatas diskusinya.

Gambar 10. Hasil MDNBRvs waktu

TKRD-12
Hal 12-6 dari 12-9

Analisis Keselamatan
Sudarmono

Thermohidraulika

Reaktor Days

DAFTAR PUSTAKA
1

Murao, Y, et al"Concept of passive safety light water reactor system with inherent matching nature of
core heat generation and heat removal", J Nucl Sci Technol. to be published

2.

Wheeler,C.L.

et al.,"COBRA-IV-I:

An interim version of COBRA for thermal-hydraulic

analysis of rod

bundle nuclear fuel elements and cores", BNWL-1962(1976).

3.

lwamura, T, et al.,"Study on concept of JAERI passive safety reactor (JPSR)(4}-prelimenary

design of

passive residual heat removal system", Fall Meeting of the Atomic Energy Society of Japan (1993)

4.

Reddy,D.G. and Fighetti,C.F.,"Parametric

study of CHF data volume 2A generalized subchannel CHF

correlation for PWR and BWR fuel assemblies", EPRI-NP-2609,vol.2
5.

Tong,L.S.,:"Prediction

1983)

of departure from nucleate boiling for an axially non uniform heat flux distribution

"

DISKUSI

1

Pertanyaan : Henky
Dan EPRI Columbia dan program satunya (BW2 ?) ada perbedaan sensitivitas, kira-kira disebabkan
oleh apa ? mana yang benar ?

Jawaban
Oisebabkan oleh daerah aplikasi mass fluk dan kualitas
Korelasi B&W-2 , aplikasi pada daerah mass fluks, 1017 -5425 dan kualitas antara -0,03 sid 0.20
Korelasi EPRI-columbia,

aplikasi pada daerah ; mass fluk 271 sid 5560 dengan kualitas -0,25 sId

0,75
Yang benar adalah keduanya, karena kedua korelasi berada pada daerah mass fluk dan kualitas

TKRD-12
Hal 12-7 dari 12-9

Prosiding Seminar ke.J T eknologi dan Keselamalan
PPTKR .PRSG, Serpong, 5 .6 September 1995

LAMPIRAN 1

PL TN serta Fasilitas Nuklir

KORELASI FLUKS PANAS KRITIS.

1. Korelasi EPRI -Columbia

(A -Xii,,)

q

((',,',I1('/lUU)

(XI-

X",,)
ql

dengan
A = P1 PrP2 G (P5+P7
Pr)
C = P3 Pr P4G (P6+P8Pr)
qo = fluks panas kritis ( 106 Btu/h ft2 )
q 1 = fluks panas lokal (106 Btu/h.~)
Xiin = kualitas uap di sisi masuk
X1 = kualitas lokal; G = kecepatan masa ( 106 Ib/h ft2)
Pr = reduksi tekanan ( P/Pkritis )
P1-P8 = konstanta
P1 = 0,5328. P2 = 0,1212
P3 = 1,6151, P4 = 1,4066, P5 = -0,3040.
P6 = 0,4843 , P7 = -3285
,.

P8 = -2 , 0749

Fg = grid spacer factor = 1,3 -0,3 Cg
Cg = grid spacer loss coeficient
Gnu = non-uniform heat flux factor
= 1 + (( y-1)/(1+G))

Y = axial heat flux profile parameter.

Data parameter yang dipergunakan untuk optimasi adalah sebagai berikut
a

Fluk massa 0,20 sampai 4,1 M.Lbs/hr-W

b.

Tekanan 200 sampai 2450 psia

c

Kualitas uap local -0,25 sampai 0,75

d.

Kualitas di sisi masuk -1.10 sampai 0,0

e

Panjang 30 sampai 168 inchi

f.

Diameter hidraulik 0,35 sampai 0,55 inchi

9

Diameter bahan bakar 0,38 sampai 0,63 inchi

2. Korelasi W-3
Untuk kanal pemanas homogen
q"crit,EU/10

6

= {(2.022-0,OO04302P}+( O,1722-0,0000984P) x exp [(18,177-0,OO4129P)XD
6

x [0,1484-1 ,596 x +O,1729x I x l)g/10 +1,037] x (1,157=O,869x) x [0,2664+0,8357 exp(-3, 151 De)]
x [0,8258+0,000794

(Hsat -Hin)]Fs

dimana P = 1000 sampai dengan 2300 psia
G = 1,0 x 10 6 sampai dengan 5,0 x 10 6Ib/(h ft 2)

TKRD-12
Hal 12-8 dari

12-9

Analisis

Keselamalan

Thermohidraulika

Sudarmono

De= 0,2 sampai dengan 0,7 iin,
xk)C= 0,15
H In 3 400 Btu/lb,
L = 10 sampai dengan
Perimeter

kering/perimeter

basah

q" crit,EU = fluks panas kritis ,Btu/(h

144 iin

= 0,88 sampai

1,00

ft2)

Fs = (P/225.896)O.S (1,445-0,0371 L){exp[(x+O,2)2_0.73}+Ks(G/106) (TDC/O,019)O,J5

Fs= grid atau spacer factor
Untuk grid dengan mixing vane

dengan:
G

= Laju aliran, Ib/h

TOC = Koefisien difusi termal
P

= Tekanan sistem

L

= Panjang teras aktif

x = kualitas uap
Ks = koefisien jarak kisi aksial dengan harga sebagai berikut

Jarak kisi (in)

Ks

32

0,027

26

0,046

20

0,066

Untuk distribusi aksial fluks panas heterogen diberikan dengan persamaan

q"crit.N

q" cril.EUIF

dengan:
q"crit,N = Fluks panas DNB untuk kanal panas heterogen
q"crit.EU = Fluks DNB ekivalen.
F = C/q"local [1-exp(-CI DNB,EU)

x f I.DNBN

q" (z)exp [-c(IDNB,N-Z)]dz
C = 0,44 (1-xDNB{9/ (G/106) 1.72in-1
I DNB,EU
= lokasi aksial terjadinya untuk fluk panas heterogen.
I OOB,N= lokasi aksial terjadinya DNB untuk fluks panas homogen.
x ONB = Kualitas uap pada lokasi DNB pada kondisi fluks panas heterogen

TKRD-12
Hal 12-9 dari 12-9

Reaktor Daya